陳珂，等：天然氣管道摻氫輸送對離心壓縮機氣動性能的影響

我愛汽輪機仿真

2023年6月15日 17:04

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陳珂　王碩琨　杜文海　張偉

北京石油化工學院機械工程學院·氫能研究中心

摘要：為研究天然氣管道摻氫輸送對離心壓縮機氣動性能和穩定工作范圍的影響，以川氣東送管道的 GE PCL503壓縮機為研究對象進行三維幾何建模，采用 RANS 方法對該壓縮機進行三維仿真模擬并與文獻實驗數據進行對比，驗證了數值仿真模型的準確性。基于三維仿真模型研究了不同摻氫比、進口溫度對離心壓縮機氣動性能和喘振裕度的影響。結果表明：隨著天然氣摻氫比的提高，壓縮機的總壓比和喘振裕度隨之下降，當摻氫比達到 20％時，喘振裕度降低 19.78％，壓比下降 6.44％。在近喘振工況下，泄漏渦軌跡前移，泄漏渦強度得到增強，進而擴大了壓力面低速區域面積，進一步加快了泄漏流與主流、壓力面二次流的摻混，加劇了壓力面流動分離和下游通道堵塞程度，其是導致摻氫比增加后壓縮機穩定工作范圍減少的主要原因。在 10％摻氫比下，當進口溫度由 288 K 升至323 K 時，對于相同的體積流量，離心壓縮機的總壓比降低 4.27％，等熵效率下降 0.65％，喘振裕度增加 13.03％，能量流量下降 17.4％。研究結果可為天然氣摻氫輸送壓縮機的設計及安全運行提供理論基礎。

關鍵詞：天然氣管道；摻氫輸送；離心壓縮機；數值模擬；氣動性能；喘振裕度

現今，氫能憑借其清潔環保、利用率高、應用領域廣等特點被世界各國看作是全球能源架構發展的重要方向^[1]。目前氫氣輸送常用的方式為氣態輸送、液態輸送及固態輸送。氣態輸送方式根據運輸工具的不同可分為管道輸送和長管拖車輸送，其中管道輸送是大規模、遠距離運輸氫氣最有效的方式^[2]。管道輸送純氫氣體具有建設周期長、成本高的特點，相比之下天然氣管道摻氫輸送既減少了天然氣使用過程中的碳排放，也有利于降低管道建設和維護成本^[3-4]，能有效促進氫能行業的發展。天然氣管網受水力摩阻、管道材質、環境溫度等因素影響，若增加混合氣體中氫氣的濃度會使管道壓力損失增大^[5]，進而導致壓縮機負荷增大，穩定工作范圍降低，極易引發壓縮機失速或喘振狀態。而天然氣離心壓縮機作為管網中重要的增壓設備，其實際工作性能與氣體組分密切相關^[6]，因此，深入研究摻氫后壓縮機內部流場的變化對于壓縮機安全運行、提高輸氣效率影響重大。

國內外學者主要通過實驗測試、數值模擬、相似理論等方法對摻氫天然氣管網開展研究。Bainier 等^[7]通過建立管網輸運模型研究了不同摻氫比對天然氣物性以及管網內壓縮機性能的影響，研究結果表明在相同增壓比條件下，當摻氫比分別為 10％、40％時，管網輸送的能量分別降低了 4％、14％，同時壓縮機消耗的功率分別增加了 7％、30％。周靜^[8]運用 Pipeline Studio軟件，采用相似性理論探究了摻氫比 0~30％下壓縮機的性能變化，發現隨著摻氫比的增加，壓比曲線下移，在失速邊界周圍，壓比最高降低 20.7％；聯合管網分析，平衡工作點向小流量、低壓力偏移，壓力、流量分別下降了 6％、10％。王瑋等^[9]采用流體力學相似理論，將離心壓縮機與摻氫天然氣管網聯合進行一維分析，發現隨著摻氫比增加，管網與壓縮機的平衡工作點下移；摻氫比由 0 增加至 30％時，壓比下降了 20％，對應的壓力、流量分別降低了約 7％、11％。朱建魯等^[10]利用 SPS 仿真軟件建立壓縮機動態模型，研究發現天然氣摻氫后壓縮機的喘振區域增大，穩定工作區變窄。與純天然氣時相比，天然氣摻氫比分別為 10％、20％、30％時，壓縮機入口標準體積流量分別降低了 13％、26％、42％；喘振區分別擴大約 7％、16％、28％。上述研究主要是采用一維簡化模型和相似理論方法對管道與壓縮機聯合工作系統建立管網模型，模型中氣體采用理想狀態氣體方程并對壓縮機模型進行簡化，忽略摻氫后壓縮機內部能量損失和性能變化。Meira等^[11]擴展了美國航空航天局（National Aeronautics and Space Administration，NASA）提出的沖擊損失理論，考慮到壓縮機內部的單向可壓縮流，結合索阿韋-雷德利希-鄺氏（Soave-Redlich-Kwong，SRK）和貝內迪克特-韋德-魯賓（Benedict-Webb-Rubin，BWR）兩種狀態方程對壓縮機模型進行修正，該模型對于壓縮機摻氫后的性能預測更加準確。

綜上，目前采用 CFD 軟件研究摻氫比例對天然氣管網性能的影響已較為普遍，但天然氣管道摻氫比對壓縮機性能影響的研究主要采用相似理論，這需要壓縮機流動完全相似；而天然氣摻氫會導致壓縮機工質物性的變化，降低了摻氫后壓縮機的性能預測精度。因此，為了提高天然氣管道摻氫輸送的安全性和可靠性，深入探究天然氣摻氫后對離心壓縮機氣動性能和喘振裕度的影響尤為重要。根據現有川氣東送管道的GE PCL503 天然氣壓縮機實測工況數據^[12-13]和搜集到的主要幾何尺寸，對其進行三維數學建模，利用數值模擬手段分析了不同摻氫比、環境溫度下壓縮機內部的三維流場，重點研究不同天然氣摻氫比對離心壓縮機氣動性能和喘振邊界的影響，以期為天然氣摻氫管網的安全運行、管網壓縮機的設計及選型提供理論指導。

1　模型建立

1.1

幾何模型

依據目前公開發表論文中的關于 GE PCL503 壓縮機各工況點實驗數據^[12-13]和搜集到的主要幾何尺寸（表 1），采用 Concepts NREC 軟件對該壓縮機進行一維氣動設計及三維幾何建模。

表 1 GE PCL503 壓縮機主要幾何尺寸表

Table 1 Main geometric dimensions of GE PCL503 compressor

1.2

網格劃分

依托廣泛應用在葉輪機械的三維 CFD 仿真計算軟件 NUMECA，采用 AutoGrid5 對壓縮機進行網格劃分，使用結構化網格。為了提高計算效率，計算域網格采用單通道網格，流道均采用 H&I 型結構化網格拓撲結構（圖 1）。利用 NUMECA FINE/Turbo 軟件對圓柱坐標系下雷諾平均 Navier-Stokes 方程進行求解，選用在復雜流場有良好處理能力并兼具良好魯棒性的 Spalart-Allmaras 湍流模型。空間的離散格式采用二階精度的中心差分格式，時間項選取 4 階 Runge-Kutta 方法進行迭代求解推進獲得定常解，CFL 數為3.0，計算中采用實際氣體物性參數，設置第一層網格高度為 0.04 mm，Y⁺約為 1，滿足湍流模型的要求。根據實驗的邊界條件，設置計算的邊界條件：入口溫度為 318 K，進口壓力為 8.101 MPa，固體壁面采用絕熱、無滑移條件，給定進口壓力、溫度、出口靜壓及進口氣流角。

（a）完整葉輪

（b）葉片前緣局部圖

圖 1 GE PCL503 壓縮機葉輪網格示意圖

Fig. 1 Grid diagram of GE PCL503 compressor impeller

1.3

模型驗證

采用數值計算軟件 NUMECA 中 TabGen 程序可以生成與其求解器相適用的物性表格文件，其工作原理為：根據所需參數范圍調用 NIST REFPROP 數據庫以生成相適用的 30 個物性表格文件供求解器調用，求解器使用表格時插值點數為 150，使用三次插值法將物性表格劃分范圍設定為 250~500 K、6~15 MPa。其中對比驗證使用的天然氣氣體體積分數含量與文獻 [13]保持一致（表 2）。

表 2　對比驗證使用的天然氣氣體組分體積分數表

Table 2 Volume fraction of natural gas components used for comparison verifification

在計算過程中，由于流量很大，收斂曲線在迭代過程中的殘差值很小，方均根殘差下降至 10^-6 量級處收斂。等轉速工況下，大流量工況向小流量工況進行計算，根據流量變化情況適當縮小出口靜壓輸入值間隔，從而保證完整的獲取壓縮機性能變化情況。在峰值效率點和近喘振邊界點附近盡可能降低背壓值間隔，以此獲取較為準確的最高等熵效率點和喘振邊界。

為此，共選取 6 種網格數目（0.37×10⁶、0.856×10⁶、1.25×10⁶、1.35×10⁶、1.57×10⁶、2.02×10⁶）進行網格無關性驗證（圖 2），可見，當網格數量大于 1.35×10⁶ 時，總壓比不再變化，等熵效率變化小于 1％，權衡計算精度和成本，選用 1.35×10⁶ 網格為計算網格。

（a）總壓比-網格數

（b）等熵效率-網格數

圖 2　網格無關性驗證圖

Fig. 2 Grid independence verifification diagram

為了進一步驗證模型的準確性，對所建壓縮機模型進行數值模擬，在 6 788 r/min 轉速下得到的壓縮機性能模擬值與文獻 [13] 實驗值進行比較（圖 3），可見，模擬值與實驗值吻合較好，能夠很好的達到預期效果。相比實驗值，模擬值在小流量區偏小，在大流量區偏大。盡管模擬結果與實驗結果有一定區別，但二者變化規律接近，誤差小于 5％，同時預測得到的喘振邊界也較為接近。這主要是由于設計得到的 GE PCL503壓縮機與原型機幾何尺寸存在一定誤差，但由于主要研究天然氣摻氫對離心壓縮機氣動性能和喘振邊界的影響，因此，可認為上述建模得到的離心壓縮機具有一定的代表性，可用于天然氣摻氫性能的評估。

（a）總壓比-流量

（b）等熵效率-流量

圖 3　轉速 6 788 r/min 下模擬得到的壓縮機性能曲線與文獻 [13]實驗曲線對比圖

Fig. 3 Comparison between the simulated compressor

performance curve at 6 788 r/min and the experimental curve in literature [13]

2　離心壓縮機氣動性能影響因素分析

2.1

摻氫比

2.1.1

天然氣摻氫的物性參數計算

為分析壓縮機在近喘振工況下的性能和流場結構，進一步保證物性計算的準確性和可靠性，采用NIST REFPROP 軟件對天然氣物性參數進行計算。NIST REFPROP 是由美國國家標準與技術研究所開發的計算工業重要流體及其混合物熱力學性質的軟件，在天然氣物性計算結果中顯示出極高的精度和良好的穩定性^[14-15]。不同摻氫比對應的混合氣體物性參數不同，共設計 5 種不同摻氫比的混合氣體，其進口工況下的氣體參數均采用 NIST REFPROP 查詢（表 3）。

表 3　不同摩爾質量摻氫比組分及其氣體參數工況表

Table 3 Gas components at different hydrogen blending ratios by molar mass and their gas parameter conditions

2.1.2

對離心壓縮機性能的影響

當轉速為 6 788 r/min 時，采用上述模型計算得到不同摻氫比（0~20％）下離心壓縮機的性能曲線（圖 4），可見，在保持轉速不變時，隨著摻氫比的增大，壓縮機的總壓比大幅降低，但等熵效率只是略有降低。以體積流量 7 500 m³/h 為例，當摻氫比從 0 增大到 20％時，壓縮機總壓比降低了 6.02％，等熵效率只略微降低 0.58％，數值仿真后處理得到壓縮機出口溫度下降 4.82 K。

（a）總壓比-流量

（b）等熵效率-流量

圖 4　不同摻氫比下離心壓縮機的性能曲線

Fig. 4 Performance curves of centrifugal compressor at different hydrogen blending ratios

為了定量分析摻氫對長輸管道水力和熱力狀態的影響，應提前制定適當的比較標準。由于天然氣和氫氣熱值相差較大，摻氫后會改變天然氣的體積熱值，因此體積流量不能真實反映管道的輸氣能力。在此，引入能量流量^[16]，以體積流量 7 500 m³/h 為例，可得到不同摻氫比下壓縮機的性能參數（表 4），可見，摻氫比20％的工況比未摻氫工況的能量流量下降了 21.19％。因此，提高天然氣摻氫比會降低壓縮機的總壓比，同時減小管道輸運的高位熱值以及其能量流量。

表 4　體積流量 7 500 m³/h 時不同摻氫比下壓縮機性能參數表

Table 4 Compressor performance parameters at different hydrogen blending ratios under volume flow of 7 500 m³/h

為了進一步準確評估摻氫比對壓縮機穩定工作范圍的影響，引入壓縮機喘振裕度^[17]。由圖 4 可知，隨著摻氫比的增大，壓縮機喘振裕度逐漸變小，壓縮機的穩定工作范圍變窄。摻氫比越大，壓縮機喘振裕度下降越明顯，與未摻氫工況相比，摻氫比 20％時壓縮機喘振裕度降低 19.78％，總壓比下降了 6.44％。因此摻氫后壓縮機喘振邊界右移導致壓縮機的穩定工作范圍明顯減少，增加了天然氣管網安全運行風險。

2.1.3

對離心壓縮機近喘點性能的影響

工質的物性參數對于壓縮機氣動性能的影響較為重要，比熱比作為一個單獨的相似準則數，體現了不同工質物性差異最為本質的因素^[18-19]。田志濤等^[20-21] 推導了亞音速壓氣機中工質物性參數對壓縮機的總壓比、等熵效率及喘振流量的影響，研究表明：在亞音速壓氣機轉子近失速點的折合流量隨著比熱比的增加而降低，并且比熱比越大，近喘振點折合流量的變化率越小。由文獻 [18] 可知，壓縮機采用不同工質時的壓比、等熵效率及近喘振點折合流量的大小只與壓縮機進口相對馬赫數和工質的比熱比有關，在亞音速狀態下，近喘振點的折合流量隨著比熱比增加、馬赫數的減小而減小。以未摻氫時的模擬結果作為基準，采用文獻 [18] 中總壓比、折合流量及等熵效率計算公式，計算得到不同摻氫比下壓縮機在近喘點的總壓比、折合流量和等熵效率，并與采用上節的仿真模擬結果進行對比（表 5）。可見，壓縮機的總壓比、近喘振點折合流量、等熵效率的計算值與模擬值的誤差均小于 5％，進一步驗證了模型在近喘振工況范圍數值計算的準確性。隨著摻氫比的增加，混合氣體比熱比下降，葉輪入口處馬赫數降低，進而在近喘振工況下總壓比下降，近喘振邊界流量增加。綜上，摻氫比對壓縮機性能存在一定影響，提高摻氫比能夠在一定程度上縮短壓縮機穩定工作范圍，削弱對氣體的壓縮能力。

表 5　不同摻氫比下壓縮機近喘點性能的理論值與模擬值對比表

Table 5 Comparison of theoretical values and simulated values of compressor performance under near-surge condition at different

2.1.4

摻氫后離心壓縮機三維內部流場

為了進一步探究摻氫比對壓縮機特性變化產生影響的機理，以離心壓縮機峰值效率工況點作為研究對象。采用上述模型模擬得到不同摻氫比下 95％葉高處靜壓分布云圖（圖 5），可見，未摻氫時葉片前緣附近出現明顯的低壓區，壓力面前緣的低壓區相比吸力面前緣區域更為明顯，逐步蔓延到葉片通道下游區域，更貼近于主葉片前緣壓力面區域。隨著摻氫比增加，低壓區域逐漸減小，葉輪通道流動能力增強，說明增加摻氫比能優化通道內的壓力梯度分布，此為壓縮機效率隨摻氫比增加的主要原因。

（a）未摻氫

（b）摻氫比 20％

圖 5　不同摻氫比下葉片 95% 葉高處靜壓分布云圖

Fig. 5 Static pressure distribution at 95% blade height under different hydrogen blending ratios

采用上述模型模擬得到不同摻氫比下葉片弦長30％~70％處的相對馬赫數分布云圖（圖 6）及葉片弦長 30％~50％處的泄漏渦結構云圖（圖 7），可見，未摻氫時葉頂低速區由兩部分組成：①起始于主葉片前緣葉根處，逐漸蔓延到軸向弦長處，弦長 75％處減弱。② 38％軸向弦長處存在泄漏渦，至 48％軸向弦長處出現泄漏渦破碎現象，與來自相鄰葉片的泄漏流匯總致使低能流體在主葉片壓力面壁面形成堆積。隨著摻氫比增大，泄漏流與主流交界面更加靠近前緣，在 20％摻氫工況下提前至軸向弦長 34％處，泄漏點后形成泡狀結構，泄漏渦破碎現象愈加劇烈，破碎軌跡更加貼近主葉片壓力面壁面。壓力面二次流受到機匣阻礙作用，發生偏轉后與間隙泄漏流摻混流向壓力面葉頂處堆積，與在尾緣堵塞區形成的逆壓梯度共同作用下，致使低能氣團堆積區域進一步擴大。這是由于受到進口來流速度減小并且進口攻角增大的影響，葉尖泄漏渦形成更大的逆壓梯度，形成回流在相鄰壓力面一側進行堆積，導致葉輪通道進口處被低能氣團占據，阻塞情況愈發嚴重。這可能會導致葉片的壓力面和吸力面壓差減小，前緣負荷增大，低能氣團堆積，同時摻氫比增加后混合氣體黏度變大，更容易在端壁上發生流動分離，從而加快了主流、壓力面二次流及葉尖泄漏渦的摻混，使得葉片通道堵塞嚴重，進而使得壓縮機性能下降。

（a）未摻氫

（b）摻氫比 20％

圖 6　不同摻氫比下葉片弦長 30%~70% 處的相對馬赫數分布云圖

Fig. 6 Relative Mach number distribution within 30% to 70% blade chord at different hydrogen blending ratios

（a）未摻氫

（b）摻氫比 20％

圖 7　不同摻氫比下葉片弦長 30%~50% 處的泄漏渦結構云圖

Fig. 7 Leakage vortex structure within 30% to 50% blade chord at different hydrogen blending ratios

2.1.5

近喘振工況下流場分析

通過上述分析可知，泄漏渦向下游流道移動的過程中與主流、壓力面二次流發生摻混、破碎，形成失速團，進而導致通道堵塞，但對于發生失穩機理尚不清晰。采用上述模型模擬得到近喘振工況下摻氫比20％時葉片弦長 30％~70％處的相對馬赫數分布云圖（圖 8）及主葉片前緣流場結構云圖（圖 9）。可見，在近喘振工況下，摻氫后更多的低速流體沿輪轂向葉頂處聚集，并且對于前緣葉根處和壓力面端壁流動狀態有所改善，但加劇吸力面通道內低速團聚集。轉子通道內的逆壓梯度是造成流動分離的主要因素，也是發生失速的主要因素之一^[22]。提高摻氫比后對于進口輪轂處低速流體聚集起正向作用，進一步增大了摩擦損失和邊界層分離損失。在逆壓差的作用下，隨著摻氫比增加，回流量的減少進一步加劇下游堵塞程度，致使流通面積減小進而提前出現流動失穩現象。這也是由于摻氫后氣體更容易受到葉片表面相對運動產生的粘性摩擦作用影響；泄漏渦位置發生偏移，在前緣泄漏流作用減弱，泄漏流與主流交界面在葉片壓力面上的軸向位置更偏向尾緣位置，進而在吸力面出現邊界層分離現象。

圖 8　近喘振工況下摻氫比 20% 時葉片弦長 30%~70% 處的

相對馬赫數分布云圖

Fig. 8 Relative Mach number distribution within 30% to

70% blade chord under near-surge condition at 20% hydrogen blending ratio

圖 9　近喘振工況下摻氫比 20% 時主葉片前緣流場結構云圖

Fig. 9 Flow fifield structure at blade leading edge under near-surge condition at 20% hydrogen blending ratio

因此可以推測，摻氫比增大引起喘振裕度降低的原因是摻氫后的氣體在葉片表面相對運動產生的黏性摩擦作用驅動下，泄漏流軌跡位置前移，主泄漏流與來自相鄰葉片的次泄漏流共同作用，使泄漏流與主流交界面在葉片壓力面上的軸向位置更貼近尾緣，一定程度上匯入輪轂的低能流，擴大了尾緣吸力面分離區面積，使得堵塞狀況進一步惡化，進而致使壓縮機穩定區域減小、性能下降。

2.2

進口溫度

考慮當地環境平均溫度為 288 K、最高溫度為323 K，為研究進口溫度對天然氣摻氫離心壓縮性能的影響，以摻氫比 10％為例，采用上述模型模擬得到了不同進口溫度對壓縮機性能的影響（圖 10）。可見，進口溫度對壓縮機做功能力的影響較為明顯。以體積流量 7 500 m³/h 為例，從圖 10 可得到該工況下不同進口溫度時壓縮機的性能參數（表 6），可見，隨著進口溫度升高，離心壓縮機的總壓比降低 4.27％，等熵效率下降0.65％，能量流量下降了 17.4％。因此，在相同摻氫比下，隨著環境溫度的升高，壓縮機的總壓比會相應的降低，但壓縮機的等熵效率只是略有下降，同時管道輸運的高位熱值以及其能量流量會明顯降低。

（a）總壓比-流量

（b）等熵效率-流量

圖 10　不同進口溫度下壓縮機性能曲線

Fig. 10 Compressor performance curves at different inlet temperatures

表 6　體積流量 7 500 m³/h 時不同溫度下壓縮機性能參數表

Table 6 Compressor performance parameters under different temperatures at volume flow of 7 500 m³/h

3　結論

根據川氣東送管道 GE PCL503 壓縮機的實測數據進行了三維幾何建模，使用三維仿真軟件對建模結果進行了性能分析并與文獻實驗數據進行對比，證明了三維仿真模型的可靠性和準確性。基于所建模型，研究了不同摻氫比（0、5％、10％、15％、20％）、不同進口溫度（288 K、298 K、318 K、323 K）對壓縮機氣動性能的影響，得出如下結論。

（1）當天然氣摻氫比提高時，壓縮機的總壓比相應下降，但等熵效率只是略有降低；同時通過壓縮機的能量流量明顯降低。當天然氣摻氫為 20％時，在相同的流量條件下，總壓比、等熵效率分別下降 6.02％、0.58％，能量流量下降 21.19％。為了滿足恒定能量流量的輸送需求，當摻氫比增加時，需要提高離心壓縮機的轉速。

（2）天然氣摻氫后，壓縮機穩定工作范圍會減小。從壓縮機三維流場分析可見，當摻氫比提高時，泄漏渦強度會隨之增強，流動分離誘發泄漏渦提前、強度增強是引發壓縮機喘振裕度減小的主要原因。

（3）在相同的摻氫比例下，壓縮機進口溫度升高時，壓縮機的總壓比會相應的降低，同時管網輸送的能量流量會明顯降低。

（4）采用定常方法研究天然氣摻氫對壓縮機性能的影響，但尚未考慮壓縮機與管網的共同工作特性曲線；同時管網內流量波動會導致壓縮機進出口端面臨非定常的工作條件，目前該方向研究尚淺，有待進一步深入研究。

編輯：張雪琴

審核：關中原

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